斷層破碎帶隧道圍巖穩(wěn)定性的離散元模擬研究

黃 鋒, 董廣法, 李天勇, 高嘯也, 彭焱森

(1.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074；2.重慶交通大學(xué)山區(qū)橋梁與隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074；3.廣東省南粵交通投資建設(shè)有限公司，廣州 510150)

隧道在穿越含斷層破碎帶地層時(shí)，由于地層中軟硬巖石間不連續(xù)的特點(diǎn)，圍巖地質(zhì)條件差，再加上斷層破碎帶的切割作用導(dǎo)致隧道動(dòng)態(tài)施工力學(xué)行為非常復(fù)雜，因此斷層破碎帶處隧道在施工過(guò)程中經(jīng)常發(fā)生塌方、大變形、涌水突泥等工程事故[1-2]。

為了保證破碎帶隧道圍巖的穩(wěn)定性，相關(guān)學(xué)者對(duì)此做了大量的研究并取得了成果。在理論分析方面，宋瑞剛等[3]認(rèn)為斷層破碎帶圍巖的失穩(wěn)是一種突發(fā)破壞現(xiàn)象，以總勢(shì)能原理為依據(jù)，建立了穿越斷層破碎帶隧道圍巖失穩(wěn)尖點(diǎn)突變模型，推導(dǎo)出失穩(wěn)的力學(xué)判據(jù)。模型試驗(yàn)具有直觀性，是分析圍巖穩(wěn)定性問(wèn)題的重要手段。李劍光等[4]通過(guò)模型試驗(yàn)研究了軟弱夾層的傾角對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性的影響，從而得出軟弱夾層的角度越大，整個(gè)巷道圍巖的穩(wěn)定性越差的結(jié)論。但模型試驗(yàn)需要的成本高，操作比較復(fù)雜，完全實(shí)現(xiàn)工況要求比較困難，并隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬為分析圍巖穩(wěn)定性問(wèn)題提供了另外一種方法。段會(huì)玲等[5]基于塊體理論研究，借助圍巖結(jié)構(gòu)分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，從巖體結(jié)構(gòu)特征入手，深入分析圍巖失穩(wěn)變形模式，揭示無(wú)支護(hù)條件下圍巖的變形、受力特征并提出針對(duì)性施工建議；楊青瑩[6]通過(guò)數(shù)值模擬，研究了斷層破碎帶厚度、傾角及水頭壓力對(duì)圍巖變形的影響，從而分析出富水?dāng)鄬悠扑閹?duì)隧道圍巖穩(wěn)定性的影響；朱合華等[7]引入彈塑性損傷本構(gòu)模型的有限元方法，模擬了隧道開(kāi)挖及軟弱破碎圍巖破壞的全過(guò)程，分析了軟弱破碎圍巖的漸進(jìn)性破壞形態(tài)及相關(guān)力學(xué)特征；李文華等[8]運(yùn)用有限元模型分析了斷層與隧道相對(duì)位置及斷層傾角對(duì)隧道圍巖穩(wěn)定性的影響。有限元模型中是把整個(gè)模型看為一個(gè)整體，是連續(xù)的，而離散元模型通過(guò)設(shè)置顆粒間的連接將模型視為不連續(xù)體，可以很直觀地反映大變形及顆粒細(xì)觀結(jié)構(gòu)變化及其力學(xué)特征；文云波等[9]通過(guò)對(duì)穿越斷層破碎帶的小凈距大斷面偏壓隧道臺(tái)階法施工過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了隧道拱頂沉降、圍巖水平收斂變化規(guī)律；王根等[10]運(yùn)用離散元法研究了不同埋深的破碎巖層對(duì)隧道穩(wěn)定性的影響；常喬磊[11]采用三維離散元數(shù)值模擬方法，分析了隧道穿越不同形態(tài)的斷層破碎帶，得出了隧道穿越不同傾角、不同寬度、走向線與隧道軸線夾角不同的斷層破碎帶時(shí)圍巖變形規(guī)律。

以港珠澳大橋連接線南灣隧道為依托，考慮到斷層破碎帶隧道圍巖的不連續(xù)性，采用離散元方法模擬斷層破碎帶隧道更為合理，故采用離散元軟件PFC2D分別模擬了不同位置斷層破碎帶隧道有無(wú)支護(hù)結(jié)構(gòu)的開(kāi)挖過(guò)程，并從宏觀和微觀兩方面結(jié)合對(duì)比分析了支護(hù)結(jié)構(gòu)在開(kāi)挖過(guò)程的控制作用，得出了斷層對(duì)隧道圍巖穩(wěn)定性的影響及其影響的主要區(qū)域位置及區(qū)域的范圍大小。通過(guò)這些結(jié)論可用于指導(dǎo)施工，加強(qiáng)薄弱部位的支護(hù)結(jié)構(gòu)。

1 工程概況

南灣隧道是港珠澳連接線工程的一座山嶺隧道，隧道起訖里程樁號(hào)：左線為ZK5+910～ZK9+554，長(zhǎng)3 644 m；右線YK5+913～YK9+561，長(zhǎng)3 648 m。隧道最大埋深約130 m，洞軸線進(jìn)口走向方位角約220°，出口走向方位角約230°。進(jìn)口左、右洞測(cè)設(shè)線間距約15 m(小凈距隧道)，洞身段間距22～25 m(小凈距隧道)，出口段間距約25 m(分離式隧道)。隧道進(jìn)口段為曲線隧道，圓曲線半徑R為1 800 m，中段為直線隧道。該路段為將軍山丘陵區(qū)，沿線出露巖體皆為燕山三期花崗巖，基本可分為二大巖性，銀坑水庫(kù)之前(以東)總體為中粗粒黑云母花崗巖為主的侵入巖；銀坑水庫(kù)之后主要為斑狀中粗粒花崗巖，局部為片麻狀花崗巖和二長(zhǎng)巖等。圍巖等級(jí)以Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖為主，針對(duì)不同圍巖采取不同的開(kāi)挖方法，Ⅴ級(jí)圍巖采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法、三臺(tái)階七步開(kāi)挖法，Ⅳ級(jí)圍巖采用上下短臺(tái)階預(yù)留核心土法，采用預(yù)裂爆破結(jié)合光面爆破開(kāi)挖，無(wú)軌出渣的施工方法。南灣隧道平面位置如圖1所示。

圖1 南灣隧道平面位置Fig.1 Nan-wan tunnel plane location

1.1 斷層節(jié)理

在南灣隧道里程ZK7+632～ZK7+856存在一條斷裂破碎帶F5(花地?cái)嗔?，該斷裂發(fā)育于竹仙洞水庫(kù)南側(cè)至銀坑水庫(kù)北側(cè)一帶，長(zhǎng)約2 km，寬約3～5 m，斷裂帶走向北東約60°，傾向北西，傾角約80°，推測(cè)為灣仔斷裂的次級(jí)構(gòu)造，破碎帶以石英脈、團(tuán)狀硅化巖組成，結(jié)構(gòu)面呈舒緩波狀。

由于該斷層與右洞隧道斜交，隨著隧道的開(kāi)挖，斷層與隧道的相對(duì)位置在不斷變化，故在每隔32 km取一個(gè)橫斷面用于研究斷層與隧道的相對(duì)位置變化對(duì)隧道穩(wěn)定性的影響。隧道斷層平面位置圖如圖2所示。

圖2 隧道斷層平面位置關(guān)系Fig.2 Tunnel fault plane positional relationship

1.2 南灣隧道支護(hù)方案

南灣隧道主體結(jié)構(gòu)的初期支護(hù)由剛拱架、徑向錨桿、鋼筋網(wǎng)及噴射混凝土組成，如圖3所示。拱架與錨桿、鋼筋網(wǎng)焊接為一體。鋼拱架之間用φ22鋼筋連接。噴射混凝土采用C25早強(qiáng)噴射混凝土。鋼拱架之間用φ22鋼筋連接。

圖3 南灣隧道初期支護(hù)示意圖Fig.3 Schematic diagram of initial support of Nan-wan tunnel

2 離散元數(shù)值模擬方法

2.1 巖體及加固區(qū)細(xì)觀參數(shù)取值

2.1.1 隧道巖體

根據(jù)Palmstrom[12]研究可知，巖體的單軸抗壓強(qiáng)度是由節(jié)理尺寸、塊體體積、節(jié)理蝕變度、節(jié)理粗糙度等因素決定的。且通過(guò)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的回歸分析，得到如式(1)所示的經(jīng)驗(yàn)公式：

(1)

根據(jù)斷層破碎帶巖體節(jié)理發(fā)育，密度為3～5條/m，其貫穿性較好，從而得出巖石塊體的平均體積Vb=0.06 m3。隧道圍巖巖體破碎，斷面較平直，均有不同程度上的蝕變，局部見(jiàn)綠泥石化跡象，斷層破碎帶以石英脈、團(tuán)狀狀硅化巖組成。根據(jù)Palmstrom[12]的取值分別取Jr=3、J1=1、Ja=8，則Jc=0.375，最后通過(guò)計(jì)算得出巖體單軸抗壓強(qiáng)度的折減系數(shù)Jρ為0.034。

根據(jù)喬春生等[13]的研究結(jié)果可知，彈性模量主要取決于風(fēng)化程度、巖層厚度、節(jié)理傾角、節(jié)理密度、節(jié)理寬度、節(jié)理的粗超度、節(jié)理的充填情況、充填含泥量、涌水量等12種因素。

根據(jù)高嘯也[14]得出的南灣隧道ZK7+600段掌子面巖石參數(shù)，巖石的單軸抗壓強(qiáng)度為150.4 MPa，彈性模量為17.57 GPa。所選段斷層破碎帶巖體情況為：斷層的厚度為3～5 m，斷層破碎帶節(jié)理裂隙寬一般為1～2 mm，裂面較平直，部分充填泥質(zhì)、方解石脈和石英脈，隙面大部分見(jiàn)鐵錳質(zhì)侵染較多，節(jié)理的傾角為60°，節(jié)理密度3～5 條/m，根據(jù)巖體彈性模量影響因素及評(píng)分標(biāo)準(zhǔn)(對(duì)未知參數(shù)取中間值)得出參數(shù)評(píng)分值為30、90、50、75、45、25、35、20、20。根據(jù)樣本[13]查表得出折減系數(shù)為 0.62，巖體彈性模量計(jì)算公式：

Ecm=EciJ′p

(2)

式(2)中：Ecm為巖體彈性模量，GPa；Eci為巖石彈性模量，GPa；J′p為巖石彈性模量折減系數(shù)。

通過(guò)樣本計(jì)算得出的折減系數(shù)，由式(1)、式(2)計(jì)算得到，巖體單軸抗壓強(qiáng)度為5.11 MPa；彈性模量為10.89 GPa。這里顆粒的接觸和粘結(jié)參數(shù)通過(guò)折減得到的單軸抗壓強(qiáng)度和彈性模量為衡量依據(jù)，并通過(guò)系列的數(shù)值試驗(yàn)，對(duì)顆粒流模擬中的各項(xiàng)參數(shù)進(jìn)行調(diào)試，獲得了合理的顆粒流參數(shù)，如表1所示。

表1 圍巖模型顆粒流細(xì)觀參數(shù)Table 1 Microscopic parameters of particle flow in surrounding rock model

2.1.2 噴射混凝土

根據(jù)設(shè)計(jì)文件可知，初期支護(hù)選用了C25混凝土。由《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[15]可知該噴射混凝土的彈性模量28 GPa及單軸抗壓強(qiáng)度11.9 MPa。經(jīng)過(guò)對(duì)顆粒流模擬中的各項(xiàng)參數(shù)進(jìn)行調(diào)試，得出所對(duì)應(yīng)的細(xì)觀參數(shù)如表2 所示。

表2 C25噴射混凝土顆粒流模型細(xì)觀參數(shù)Table 2 Mesoscopic parameters of C25 shotcrete particle flow model

2.1.3 加固區(qū)巖體

由于離散元數(shù)值模擬中，難以達(dá)到真實(shí)錨桿的效果，且可靠性難以保證。因此，參考朱浮聲等[16]的研究結(jié)果，將錨桿加固模擬改為錨桿影響區(qū)的巖體加固，如此模擬與錨桿的真實(shí)作用比較類(lèi)似。將加固區(qū)寬度設(shè)置為錨桿的長(zhǎng)度，初襯厚度與設(shè)計(jì)資料相同，如圖4所示。

圖4 南灣隧道初期支護(hù)模型Fig.4 Initial support model of Nan-wan tunnel

根據(jù)全長(zhǎng)黏結(jié)式的錨桿受力特性，錨桿在施工安設(shè)后，將與圍巖共同變形。此時(shí)，錨桿表面剪力將阻止巷道表面位移。錨桿的這種加固作用表現(xiàn)為巖體彈性模量E與峰值抗壓強(qiáng)度Rc的提高。

根據(jù)朱浮聲等[16]研究得到的錨固區(qū)巖體的解析解可知，加固區(qū)巖體的等效單軸抗壓強(qiáng)度可表示為

(3)

式(3)中：cf為巖體破壞時(shí)的黏聚力，MPa；φf(shuō)為巖體破壞時(shí)的內(nèi)摩擦角，(°)。

錨桿密度參數(shù)β考慮到中性點(diǎn)下錨桿剪應(yīng)力對(duì)巷道表面收斂的控制作用有：

(4)

式(4)中：D為錨桿直徑；λ為摩擦系數(shù)，一般取0.5；ro為隧道半徑；Sc為錨桿間距；Sl為錨桿排距。

式(4)中，錨桿的間距和排距都取1，直徑為 22 mm，cf=1，φf(shuō)=55°。計(jì)算得出β=0.55，最后計(jì)算得出加固區(qū)巖體的單軸抗壓強(qiáng)度σ′c為9.9 MPa。

錨桿與巖體同步變形時(shí)，巖體的變形模量E遠(yuǎn)小于錨桿的彈性模量Eb，這種變形特征的差異表現(xiàn)為巖體的等效變形模量增加，可以近似表示為

(5)

式(5)中：E為巖體彈性模量，E=10.89 GPa；Eb為錨桿彈性模量，Eb=2 000 GPa，得到加固區(qū)巖體的彈性模量E′為11.65 GPa。

根據(jù)計(jì)算得到巖體單軸抗壓強(qiáng)度及彈性模量，并通過(guò)模擬試算最終可得細(xì)觀參數(shù)如表3所示。

表3 加固區(qū)巖體模型細(xì)觀參數(shù)Table 3 Mesoscopic parameters of rock mass model in reinforced area

2.1.4 斷層細(xì)觀參數(shù)

圍巖內(nèi)部斷層面兩側(cè)顆粒的接觸模型為平節(jié)理模型，這種平節(jié)理的幾何形狀由兩個(gè)始終平行的平面組成。平面的方向由單位法向量nj定義：

nj=(sinθpsinθd,sinθpcosθd,cosθp)

(6)

式(6)中：θp為傾角；θd為傾斜方向。

平節(jié)理上的兩個(gè)面的相對(duì)位移U及力的大小F分別表示為

(7)

式(7)中：Us為位移向量；Fs為力向量；Un為正時(shí)表示重疊；Fn為正時(shí)表示壓縮。

夏磊等[17]主要通過(guò)設(shè)置內(nèi)聚力和摩擦角的大小來(lái)模擬斷層，模擬斷層具體細(xì)觀力學(xué)參數(shù)如表4所示。

表4 斷層面細(xì)觀參數(shù)Table 4 Mesoscopic parameters of fault plane

2.2 計(jì)算模型尺寸

2.2.1 節(jié)理隧道計(jì)算模型

離散元數(shù)值模擬，采用PFC2D軟件進(jìn)行二維平面應(yīng)變分析。上邊界為地表，模型設(shè)置上邊界為自由面，上邊界取實(shí)際隧道埋深值，模型下邊界及左右邊界面均為固定面，下邊界取3倍隧道結(jié)構(gòu)高度，左右邊界均取6.5倍隧道寬度。建立的離散元數(shù)值模型，如圖5所示。

圖5 南灣隧道數(shù)值模擬模型Fig.5 Numerical simulation model of Nan-wan tunnel

2.2.2 模擬工況

根據(jù)工程情況可知，南灣隧道與斷層F5(花地?cái)嗔?相交。該斷層影響最大區(qū)域，即里程ZK7+632～ZK7+856段的隧道開(kāi)挖進(jìn)行模擬分析，并每隔32 m取一個(gè)斷面，共計(jì)8個(gè)斷面，取其編號(hào)為1～8。用以研究在該斷層的影響下，隧道推進(jìn)過(guò)程中圍巖穩(wěn)定性的變化。斷層與隧道斷面相對(duì)空間位置如圖6所示。在節(jié)理巖體模型運(yùn)行穩(wěn)定后，對(duì)隧道范圍內(nèi)的顆粒進(jìn)行刪除操作，用以達(dá)到隧道施工開(kāi)挖過(guò)程的模擬。重點(diǎn)關(guān)注隧道開(kāi)挖后圍巖的整體穩(wěn)定性，因此簡(jiǎn)化為全斷面法開(kāi)挖[18]，之后對(duì)噴射混凝土及加固區(qū)范圍的顆粒分別進(jìn)行參數(shù)的修改，用以達(dá)到模擬初期支護(hù)及時(shí)施加的過(guò)程。當(dāng)模擬未支護(hù)隧道時(shí)，圍巖的細(xì)觀參數(shù)與之前一致，只是不加錨桿支護(hù)與初襯。模擬試驗(yàn)設(shè)置每經(jīng)過(guò)12 500步，結(jié)果保存一次，共保存4次，直到計(jì)算至50 000步。通過(guò)每12 500步的數(shù)據(jù)記錄，可以更加直觀地觀察在隧道開(kāi)挖加固后，斷層隧道巖體位移及裂隙發(fā)育規(guī)律。此外，為了探索隧道圍巖松動(dòng)破壞區(qū)范圍，分析無(wú)支護(hù)條件下不同斷面位置隧道的圍巖漸進(jìn)性破壞模式及其演化規(guī)律。

1～8為斷層編號(hào)圖6 斷層與南灣隧道相對(duì)空間位置關(guān)系Fig.6 Relative spatial positional relationship between fault and Nan-wan tunnel

PFC2D模擬模型各斷面節(jié)理與隧道相對(duì)位置關(guān)系如圖7所示。

圖7 不同里程斷層與隧道相對(duì)位置Fig.7 Relative mileage of different mileage faults and tunnels

3 模擬結(jié)果分析

3.1 不同里程隧道圍巖位移及裂隙分析

3.1.1 圍巖位移云圖分析

圖8、圖9分別為PFC2D軟件計(jì)算至50 000步時(shí)，不同里程的節(jié)理隧道圍巖水平方向及豎直方向的位移云圖。

圖8 不同里程斷層隧道圍巖水平方向位移Fig.8 Horizontal displacement of surrounding rock of different mileage fault tunnels

圖9 不同里程斷層隧道圍巖豎直方向位移Fig.9 Vertical displacement of surrounding rock of different mileage fault tunnels

由圖8可知，隧道圍巖的水平方向位移主要集中在隧道邊墻位置，隧道左邊墻位置處受拉、右邊墻位置處受壓；當(dāng)斷層與隧道未相交時(shí)，隨著斷層逐漸靠近隧道開(kāi)挖面，隧道圍巖的水平方向位移逐漸增大；隨著斷層朝著開(kāi)挖面中線移動(dòng)，斷層對(duì)開(kāi)挖面的截?cái)嘣絹?lái)越對(duì)稱(chēng)，開(kāi)挖面穩(wěn)定性提高，左右邊墻位移又表現(xiàn)為隧道左邊墻位置受拉、右邊墻位置處受壓；對(duì)比斷層比鄰和穿越隧道的兩類(lèi)情況，斷層穿越隧道輪廓面時(shí)對(duì)水平位移的影響更小；在整個(gè)斷層相對(duì)位置不斷變化的過(guò)程中，斷層在隧道受拉側(cè)時(shí)對(duì)水平方向的位移影響更大，其中當(dāng)斷層距離隧道0.3倍洞徑范圍內(nèi)時(shí)(對(duì)比斷面3和斷面7)影響差異開(kāi)始明顯。

由圖9可知，隧道圍巖的豎直方向位移主要集中在拱頂和仰拱位置，隧道圍巖在拱頂位置受拉、在仰拱位置受壓；在斷層靠近開(kāi)挖面的過(guò)程中，隧道圍巖豎直方向的位移逐漸增大，但位移增量較?。划?dāng)斷層與隧道邊墻位置相交時(shí)，由于斷層破壞了圍巖的整體性，加上斷層對(duì)隧道開(kāi)挖面左右截?cái)鄻O不對(duì)稱(chēng)，使得圍巖豎直方向位移劇增；隨著斷層朝著開(kāi)挖面中線移動(dòng)時(shí)，斷層對(duì)隧道開(kāi)挖面左右截?cái)嘀饾u對(duì)稱(chēng)，圍巖豎直方向位移開(kāi)始逐漸減小。相比水平方向的圍巖位移，當(dāng)斷層穿越隧道輪廓面時(shí)，對(duì)隧道圍巖豎直方向位移的影響更大。

3.1.2 斷層隧道圍巖裂隙分析

不同里程位置處，隧道圍巖裂隙的最終分布如圖10所示。由圖10可知，當(dāng)斷層未與隧道開(kāi)挖面相交時(shí)，其圍巖的裂隙分布相似；當(dāng)斷層與隧道相交后，裂隙將在斷層面周?chē)a(chǎn)生，并擴(kuò)展較快，也較為集中，且該范圍裂隙基本均為剪切裂隙，這是由于該斷層面周?chē)鷩鷰r產(chǎn)生了滑動(dòng)破壞；而當(dāng)斷層位于隧道中線位置時(shí)，其斷層面周邊圍巖并未出現(xiàn)裂隙，這是由于該區(qū)域的斷層面左右兩部分圍巖并未產(chǎn)生滑動(dòng)破壞，因此斷層面周?chē)串a(chǎn)生裂隙。

圖10 不同里程斷層隧道圍巖裂隙分布圖Fig.10 Distribution of cracks in surrounding rock of different mileage fault tunnels

3.2 不同里程隧道監(jiān)控點(diǎn)數(shù)值模擬位移與實(shí)測(cè)位移對(duì)比分析

為了分析方便，在數(shù)值模型中，共布置了4個(gè)位移監(jiān)控點(diǎn)，如圖11所示。

圖11 隧道圍巖測(cè)點(diǎn)布置Fig.11 Layout of the surrounding rock of the tunnel

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果所得不同里程隧道圍巖1號(hào)測(cè)點(diǎn)沉降與施工監(jiān)控量測(cè)的拱頂沉降對(duì)比，如圖12所示。由圖12可知，數(shù)值模擬結(jié)果與監(jiān)控量測(cè)結(jié)果比較類(lèi)似，且不同里程拱頂位移規(guī)律基本相同，由此可見(jiàn)PFC2D離散元模擬的結(jié)果可靠。

圖12 圍巖監(jiān)控量測(cè)及數(shù)值模擬拱頂沉降對(duì)比Fig.12 Comparison of surrounding rock monitoring measurement and numerical simulation of vault settlement

隧道橫斷面內(nèi)，不同測(cè)點(diǎn)豎向位移沿隧道軸向的分布，如圖13所示。由圖13可知，由于隧道的上部有錨桿加固的作用，圍巖拱底隆起值均高于拱頂?shù)某两抵担虼似涔绊攪鷰r的穩(wěn)定性?xún)?yōu)于拱底；隨著斷層靠近開(kāi)挖面，其拱頂沉降略有增加；在斷面6處，圍巖的右側(cè)的位移高于其拱頂?shù)某两担@是由于斷層與隧道開(kāi)挖面的右側(cè)邊墻位置處相交，此時(shí)斷層對(duì)隧道開(kāi)挖面的截?cái)嘧畈粚?duì)稱(chēng)，導(dǎo)致受力不均衡，最終使得圍巖的穩(wěn)定性差，該區(qū)域圍巖易隨斷層面發(fā)生滑動(dòng)破壞，而斷面4與其原因相同，左右側(cè)的位移在斷面4和斷面6位置的位移幾乎是其他斷面的2.5倍，位移發(fā)生突變。斷面5的斷層幾乎處于隧道開(kāi)挖面的中心，而其沉降最小。

圖13 隧道各測(cè)點(diǎn)不同斷面的豎向位移規(guī)律Fig.13 Vertical displacement law of different sections of each measuring point in the tunnel

4 無(wú)支護(hù)隧道圍巖潛在松動(dòng)破壞區(qū)分析

4.1 隧道圍巖松動(dòng)破壞的漸進(jìn)過(guò)程

圖14為斷層與隧道左邊墻位置相交時(shí)(即斷面6處位置)，隧道開(kāi)挖后圍巖的漸進(jìn)塌方過(guò)程?？梢钥闯?，當(dāng)計(jì)算至10 000步時(shí)，隧道開(kāi)始出現(xiàn)坍塌現(xiàn)象，隨著計(jì)算步的增加，隧道圍巖的坍塌區(qū)域逐漸增大，直到20 000步時(shí)，隧道發(fā)生大規(guī)模坍塌，這表明圍巖變形及破壞具有時(shí)效性；隨著計(jì)算步的增加，隧道塌方的范圍繼續(xù)增大，且坍塌范圍主要在斷層周?chē)鷧^(qū)域，這是由于該區(qū)域圍巖受斷層的影響，沿著斷層面發(fā)生滑動(dòng)破壞，導(dǎo)致該區(qū)域巖體穩(wěn)定性較差，易發(fā)生坍塌。

圖14 隧道開(kāi)挖后圍巖塌方過(guò)程Fig.14 Process of collapse of surrounding rock after tunnel excavation

4.2 隧道圍巖潛在松動(dòng)破壞模式

不同斷層位置的隧道圍巖坍塌情況如圖15～圖17所示。由圖15、圖16可知，當(dāng)斷層未與隧道相交時(shí)，隧道的坍塌區(qū)域面積均比較接近，且形態(tài)均為拱型坍塌，這種情況下的最大坍塌面積比為0.55；當(dāng)斷層離隧道中心越遠(yuǎn)，斷層對(duì)開(kāi)挖面左右影響程度逐漸增大，因此其坍塌區(qū)域越大。其中當(dāng)斷層剛好與隧道相交時(shí)，隧道的坍塌區(qū)域最大，這種情況下的最大坍塌面積比為1.1。由圖17可知，斷層的相對(duì)位置對(duì)坍塌區(qū)域的影響有一定的規(guī)律，坍塌區(qū)域面積幾乎是以斷面5為對(duì)稱(chēng)分布的。

圖15 不同斷層位置的隧道圍巖坍塌區(qū)域Fig.15 Tunnel surrounding rock collapse area at different fault locations

圖16 不同里程隧道圍巖坍塌區(qū)域示意圖Fig.16 Schematic diagram of the surrounding rock collapse area of different mileage tunnels

圖17 不同斷面的隧道圍巖坍塌區(qū)域面積與隧道輪廓面積比值Fig.17 Ratio of collapse area of tunnel surrounding rock to tunnel profile area of different sections

5 結(jié)論

依托港珠澳大橋連接線南灣隧道工程，采用了離散元數(shù)值模擬方法，研究了斷層與隧道斷面相對(duì)位置的變化對(duì)隧道開(kāi)挖力學(xué)響應(yīng)的影響。得到如下主要結(jié)論。

(1)當(dāng)斷層距離隧道輪廓面0.3倍洞徑范圍內(nèi)時(shí)，隧道圍巖變形受斷層影響較為顯著；隧道圍巖應(yīng)力呈非對(duì)稱(chēng)性，當(dāng)斷層位于受拉區(qū)一側(cè)時(shí)，斷層對(duì)隧道水平位移的影響較受壓區(qū)一側(cè)更為明顯。

(2)當(dāng)斷層穿越隧道輪廓面時(shí)，隧道開(kāi)挖后圍巖有彎曲內(nèi)鼓和順層滑移的趨勢(shì)，斷層對(duì)隧道圍巖豎直方向位移的影響比水平方向位移更加顯著。

(3)對(duì)比斷層比鄰和穿越隧道的兩類(lèi)情況，當(dāng)斷層與隧道橫斷面相交時(shí)對(duì)隧道整體性的影響更為顯著，其最大潛在松動(dòng)破壞區(qū)域是未相交時(shí)的最大坍塌區(qū)域的2倍以上。

(4)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，當(dāng)斷層與隧道邊墻位置相交時(shí)，該斷面的位移最大且相比其他斷面位移明顯增大，幾乎是其他斷面最大位移的2.5倍，這與采用PFC2D分析得出的斷層與隧道邊墻位置相交時(shí)的坍塌區(qū)域面積幾乎為其他斷面坍塌區(qū)域面積的2倍有相似的結(jié)果。